Többfázisú áramlások Forrásos hőátadás tartályban és csövekben Kondenzáció Vízkalapács Dr. Aszódi Attila Atomreaktorok termohidraulikája Többfázisú áramlások Forrásos hőátadás Forrás tartályban Tartalom Forrásgörbe, kritikus hőfluxus Forrás csövekben áramló folyadékban Forráskrízisek Kondenzáció Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 1 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 2 Többfázisú áramlások Forrás Leggyakoribb a forrás-kondenzáció, ekkor víz és gőz alkotja a két fázist Csövekben gyakran víz-levegő áramlások Gyakorlati példák: gőzfejlesztő, kondenzátor, BWR, kémiai reaktorok stb. Továbbiakban víz-vízgőz z rendszereket vizsgálunk Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 3 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 4
Definíciók Többfázisú áramlások pl. kétfázisú, levegő-víz áramlás vízszintes csőben: az összes tömegáram: térfogatárammal: térfogati hányad (α i ): tömeghányad: m & = m& f + m& g m& f m& g Q = Q f + Qg = + ρ f ρ g Vi 0 < αi < 1; αi = ; αi = 1 Vi m& & i X i = m& i Többfázisú áramlások Áramlási rendszerek: réteges és diszperz áramlások Réteges áramlás: Diszperz áramlás: Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 5 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 6 Többfázisú áramlások az áramlási rendszerek többsége átmenet a réteges és a diszperz áramlás között ezeket az áramlás alakja alapján különböztethetjük meg: pl. dugós, tömlős, stb. áramlás Többfázisú áramlások Forrás (buborékképződés): homogén vagy heterogén Homogén buborékképződés: a telítési hőmérsékleten levő folyadékban képződnek gőzbuborékok (gyakorlatban nem létezik, 1 bar nyomáson kb. 220 o C-on forrna a víz) Heterogén buborékképződés (aláhűtött forrás): a fűtött felület egyenetlenségein keletkeznek a gőzbuborékok Kondenzáció: analóg módon Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 7 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 8
Buborékképződés Többfázisú áramlások alulról melegített tartályban az alsó felület éri el először a telítési hőmérsékletet az itt keletkező buborék felúszik, összeroppan 2 p f R Π + 2RΠσ = pg R 2σ p = pg p f = R 2 Π ekkora nyomáskülönbség kell a buborék belseje és a folyadék között ahhoz, hogy létezhessen a buborék 2R p g p f Buborékképződés R 0: p Többfázisú áramlások sík felületen végtelen nagy p kellene a buborék létrejöttéhez gőzképző centrumok kellenek: felületi hibák, amelyekben létrejöhet a buborék a nagyobb centrumokhoz kisebb túlhevítés szükséges a buborékképzéshez Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 9 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 10 q & = ( T ) = Többfázisú áramlások α α T T ) q ( w sat ha & nő, akkor T T ) is nő ( w sat egyre kisebb gőzképző centrumok is üzemelni kezdenek nő a forrás intenzitása, ami a hőátadási tényező javulásához vezet nagyobb nyomás esetén a tipikus buborékméret lecsökken, a buborékok leszakadási frekvenciája megnő Forrásos hőátadás A fűtött felületről a folyadékba átadott hő: q = α ( T T ) = α T s w sat e ahol T w a fűtött felület hőmérséklet, T sat a folyadék telítési hőmérséklete, α a hőátadási tényező A hőátadási tényező két részből tevődik össze: a forrás miatti hőátadásból (keletkező buborékok által elszállított hő) és a konvektív hőátadásból Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 11 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 12
Forrásos hőátadás A forrásos hőátadás függ: Álló vagy áramló folyadékban történik-e áramlás keltette turbulencia áramlásban a buborék hamarabb szakad el a felületről A nyomástól és a folyadék hőfizikai tulajdonságaitól A nyomás növekedésével a buborékméret csökken, a gőzképző centrumok száma, és a buborékok elszakadási frekvenciája is nő α Forrásos hőátadás A forrásos hőátadás függ: Aláhűtés mértékétől és a fűtött felület hőmérsékletétől: nagyobb felületi túlhevítés és kisebb folyadék aláhűtöttség Hőátadó felület érdességétől: az érdesség növelése növeli a gőzképző centrumok számát α α Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 13 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 14 Forrás tartályban A folyadék áll a tartályban, a felület közelében a természetes konvekció határozza meg a folyadék-részecskék mozgását Ha a folyadék hőmérséklete jóval nagyobb T sat -nál, térfogati forrás jöhet létre Térfogati forrás tartályban Forrás tartályban A valóságban T sat -ot alig meghaladó hőmérsékletek esetén is beindul a forrás aláhűtött (felületi) forrás a felület gőzképző centrumaiban indul el Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 15 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 16
A forrásgörbe A forrásgörbe 1. Egyfázisú áramlás, hőátadás csak konvekcióval 2. Felületi (buborékos) forrás buborékok leszakadása turbulenciákat kelt a felületen a hőátadás hatékonysága gyorsan nő Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 17 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 18 A forrásgörbe A forrásgörbe 3. Felületi (tömlős) forrás a gőzbuborékok nagyobb tömlőkké egyesülnek hőátadás intenzitása igen gyorsan nő 4. Átmeneti forrás T w növelésével az intenzív gőzképződés miatt gőzfilm kezd képződni a felületen q max (kritikus hőfluxus) elérése után a hőátadás hirtelen lecsökken Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 19 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 20
A forrásgörbe A forrásgörbe 5. Filmforrás a teljes felületet gőzfilm borítja T w növekedésével jelentőssé válik a hősugárzás, így q min (Leidenfrostpont) fölött a hőátadás javul Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 21 Forrásgörbe Forráskrízis ha nem T w -t növeljük egyenletesen, hanem állandó hőfluxust teszünk fel (a gyakorlatban ez a valószínűbb), q max - ot elérve azonnali filmforrás következik be, ami a felület gyors túlhevüléséhez vezet Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 22 Forrásgörbe Példa: Nukiyama-kísérlet álló folyadékban (1 atm nyomású, telített FC-72, amely erősen nedvesítő dielektromos folyadék) egy 75 µm átmérőjű, elektromosan fűtött platina szálat merítettek a folyadékba (Tsat=56 C) A videófelvételek 600 képkocka/s sebességgel készültek nagysebességű digitális kamerával. A lejátszás 2 képkocka/s sebességű, kivéve a "H" pontot, amely 10 kép/s sebességű. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 23 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 24
Forrásgörbe Forrásgörbe A : A forrás beindulása forrás keletkezése: 6 W/cm-es lineáris teljesítménysűrűségnél Figyeljük meg a nagy gőzbuborékok kezdeti alakját a drótszál közelében! Bizonyos körülmények között ez a viselkedés filmforrás kialakulásához vezethet a buborékos forrás helyett. Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 25 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 26 Forrásgörbe Forrásgörbe B : Térfogati forrás / Alacsony hőfluxus mellett 12 W/cm-es lineáris teljesítménysűrűség melletti buborékos forrás Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 27 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 28
Forrásgörbe Forrásgörbe C : Térfogati forrás / Magas hőfluxus mellett 18 W/cm-es lineáris teljesítménysűrűség ség melletti buborékos forrás Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 29 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 30 Forrásgörbe Forrásgörbe "D": Kritikus hőfluxus (CHF) Ez a felvétel mutatja az átmenetet a buborékos forrásból a filmforrásba, azaz a kritikus hőfluxust (CHF). A kritikus hőfluxus a kísérletnél 25 W/cm lineáris teljesítménysűrűségnél. Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 31 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 32
Forrásgörbe Forrásgörbe "E": Filmforrás / Alacsony hőfluxus A felvételen 76 W/cm-es lineáris teljesítménysűrűség melletti filmforrás látható. Figyeljük meg a rendezett buborékképződést! Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 33 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 34 Forrásgörbe Forrásgörbe "F": Filmforrás / Magas hőfluxus A felvételen 293 W/cm-es lineáris teljesítménysűrűség melletti filmforrás látható. Figyeljük meg a kaotikus buborékképződést! Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 35 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 36
Forrásgörbe Forrásgörbe "G": Kiszáradás, kiégés Ez a felvétel a fűtőszál kiszáradását mutatja. A lineáris teljesítménysűrűség körülbelül 500 W/cm. Figyeljük meg, hogy a fűtőszál középen megolvad! ( burnout ) Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 37 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 38 Forrásgörbe "H": Második kritikus hőfluxus (MHF) A felvételen a filmforrásból a buborékos forrásba történő átmenet látható, ami az ún. második kritikus hőfluxusnál következik be. Ez a lineáris teljesítménysűrűség a kísérletnél 15 W/cm. Film Felületek hatása a forrásra Példa: Nukiyamakísérlet Előzővel megegyező mérési elrendezés, de a fűtött szál egyik fele porózus bevonattal ellátva (sok buborékképző centrum) Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 39 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 40
Felületek hatása a forrásra A : 2 W/cm mellett a drótszál bevonattal ellátott részén már buborékos forrás, miközben a másik részén még egyfázisú természetes konvekció zajlik. Film Felületek hatása a forrásra B : 6 W/cm mellett a fűtőszál mindkét részén buborékos forrás látható, de a bevont részen a nagyszámú buborékképző centrum miatt sokkal több, de kisebb méretű buborék keletkezik. Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 41 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 42 Felületek hatása a forrásra C : 17 W/cm mellett a fűtőszál bevonattal ellátott részén még mindig buborékos forrás történik, de a másik részen már kialakult a filmforrás. Film Felületek hatása a forrásra D : 26 W/cm mellett a fűtőszál mindkét részén filmforrás tapasztalható. Film Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 43 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 44
Rendezett és kaotikus buborékképződés Rendezett és kaotikus buborékképződés Példa: Nukiyama-kísérlet Rendezett buborékkeletkezés Kaotikus buborékkeletkezés Nagyobb hőfluxusnál a növekvő buborékok még a felület elhagyása előtt összeolvadnak, A fűtőszál vörös izzása a megnövekedett felületi hőmérsékletet jelzi. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 45 q=37 W/cm 2 q=61 W/cm 2 Kiszáradás Rendezett és kaotikus buborékképződés A két felvétel egymás után készültek (0.067 másodperc időkülönbséggel) a kiszáradás pillanatában. A Nichrome szál olvadáspontja körülbelül 1400 C. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 46 q=90 W/cm 2 q=99 W/cm 2 Többfázisú áramlás csövekben Forrás kényszerített áramlás esetén a folyadék nincs nyugalomban a hőátadás a kényszerített áramlás konvektív hőátadásából és a forrás miatti hőátadásból áll Példa: függőleges csőben felfelé áramló folyadék, állandó külső hőfluxussal (külső fűtés) q"=107 W/cm 2 q"=107 W/cm 2 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 47 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 48
A: a folyadék T sat -nál alacsonyabb hőmérséklettel lép alul a csőbe B: a csőfalnál a folyadék hőmérséklete eléri a telítési hőmérsékletet, így ott aláhűtött buborékos forrás indul be. Eközben a folyadék nagy része még T sat -nál alacsonyabb hőmérsékletű. A forrás miatti turbulencia javítja a hőátadást, így a fal hőmérséklete nem emelkedik olyan gyorsan, mint eddig. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 49 C: a teljes folyadék eléri a T sat hőmérsékletet, beindul a telített térfogati forrás D: az egyre több buborék nagyobb tömlőkké áll össze. A fal hőmérséklete a fázisátalakulás miatt nem emelkedik, sőt a turbulencia miatt kicsit csökken. E: a gőzbuborékok a cső közepén egyetlen gőztömlővé állnak össze, a falon folyadékfilm F: a gőz-víz határfelületről vízcseppek sodródnak a gőzfázisba Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 50 G: kiszáradás - A gőzfázis magával sodorja a folyadékfilm vízcseppjeit a csőfalról. - A közeg itt többnyire gőz, diszperz folyadékcseppekkel. - A konvektív hőátadás megszűnése miatt igen gyorsan nő a falhőmérséklet, innen a hősugárzás játszik szerepet H: egyfázisú, telített gőz áramlás Elég nagy hőfluxus esetén C után gőzfilm képződhet a csőfalon, amely szeparálja a folyadékfázist a fűtött felülettől. Ekkor a forrásgörbe kritikus hőfluxusához hasonló helyzet (forráskrízis) állhat elő. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 51 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 52
Forráskrízisek Forráskrízisek Forráskrízis: olyan folyamat, amely a hőátadás mechanizmusának és intenzitásának gyökeres megváltozását okozza Technikai rendszerekben igen fontos ezek elkerülése (a berendezések tönkremeneteléhez vezethet!) Forráskrízisek: első- és másodfajú Elsőfajú forráskrízis: első típusú fk.: buborékos forrásból filmforrásba (DNB: Departure from Nucleate Boiling) második típusú fk.: filmforrásból buborékosba harmadik típusú fk.: közvetlen átmenet egyfázisú konvekcióból filmforrásba 2. típusú fk. 1. típusú fk. 3. típusú fk. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 53 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 54 Másodfajú forráskrízis: dryout - kiszáradás átmenet a gyűrűs diszperz áramlásból diszperz áramlásba a fűtött felület kiszárad Forráskrízisek Első típusú forráskrízis Forráskrízisek q = q & CHF (Critical Heat Flux) & krit 1 DNB = dimenziótlan jellemző: DNBR (Departure from Nucleate Boiling Rating q& DNB DNBR (r, t) DNBR = q & Időfüggés: üzemállapot, xenonlengés, szab. rúd pozíció, kiégés Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 55 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 56
Forráskrízisek Tervezési és üzemeltetési feltétel: minden r helyre, minden időpillanatra: q & < q& DNB DNBR = 1 + δ > 1 A kritikus hőfluxusig még meglévő tartalék: A minimális tartalék δ m >0 DNBR min q& DNB q& δ = q& DNBR m = 1+ δ m Üzemzavari minimális tartalék (erőműtípustól függően) δ m =0,05-0,3 VVER-440: DNBR DNBR q& min üzemi min üzemzavari = 325W = 2,7 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 57 max cm = 1,3 Forrásos hőátadás lg q α=f(q,p) víz esetében Forrásban lévő vízre (0,2 p 100 bar) esetén: A buborékos forrás tartományában: α = Aq 0,7 2,33 " = B T Az A és a B tényező a folyadék anyagi minőségétől és a nyomástól függ. Légköri nyomás esetén vízre a buborékos forrás tartományában jellemző értékek: T=5..25 [K] q =5,8 10 3..1,2 10 6 [W/m 2 ] Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 59 Valóságban: DNBhőfluxus változik a hely függvényében áramlás irányában csökken DNBR-nek nem feltétlenül ott van minimuma, ahol q - nek maximuma van Forráskrízisek Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 58 Forrásos hőátadás A kritikus hőfluxus értékek függenek a folyadék anyagi minőségétől, az áramlás feltételeitől (természetes vagy kényszerített) és a nyomástól. Forrásban lévő víz esetén természetes áramlás mellett 1 bar nyomáson: T kr =23..27 K; α kr =47 000 W/(m 2 K); q kr =1,2 10 6 W/m 2 Benzolnál ugyanezen feltételek mellett: T kr =47 K; α kr =8 700 W/(m 2 K); q kr =410 10 3 W/m 2 Ha q túllépi az adott körülmények között érvényes q kr -t, akkor α hirtelen lecsökken és T fal túllépi a megengedhető értéket, ami a berendezés károsodásához vezethet. Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 60
q" q" q" p, kr = 3..3,5 " 1, kr p kr q" 1, kr p Forrásos hőátadás A kritikus hőfluxus nyomásfüggése p, kr = 0,35..0,4 Különböző folyadékok esetén hasonló, az ábrán látható jellegű a kapcsolat a p/ p kr és a q p,kr / q 1,kr között. p: adott nyomás p kr : a kritikus nyomás q p,kr : a felület kritikus hőterhelése a p nyomás mellett q 1,kr : a felület kritikus hőterhelése 1 bar nyomás mellett Víz esetén a maximális érték: q p,kr =3,5..4 10 6 W/m 2 ez p =80-90 bar esetén van Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 61 Forrásos hőátadás Forrásos hőátadás A forrásos hőátadás esetén a hőátadási tényező, a kritikus hőterhelés (általánosított összefüggések) és a leíró hasonlósági számok: q kr Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 62 Forrásos hőátadás Az előbbi összefüggésekkel az α=f( T,p) és α=f(q,p) diagrammok: A hőátadási tényezőt és a kritikus hőterhelést leíró általánosított egyenletekbe a hasonlósági kritériumokat beírva majd átrendezve kapjuk: a hőátadási tényező: q kr q Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 63 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 64
Forrásos hőátadás q kr, α kr, T kr változása a nyomás függvényében: q kr, α kr, T kr q kr, α kr, T kr Kondenzáció Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 65 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 66 Kondenzáció Kondenzáció Homogén kondenzáció Felületi kondenzáció: T sat - nál alacsonyabb hőmérsékletű falon cseppkondenzáció filmkondenzáció Homogén kondenzáció Homogén kondenzáció nyomás csökkentése folyadékcseppek porlasztása gőzbe gőz buborékoltatása folyadékon Gőz Vízcseppek Gőz Folyadék Köd Folyadék Gőz Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 67 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 68
Kondenzáció Felületi kondenzáció: a fal alacsonyabb hőmérsékletű az adott nyomáshoz tartozó T sat -nál a gőz lecsapódik és a falhoz tapad csepp-kondenzáció film-kondenzáció Csepp-kondenzáció: csak a falat nemnedvesítő folyadékoknál, egyébként mindig filmkondenzáció jön létre Kondenzáció Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 69 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 70 Hőátadás: Kondenzáció a folyadékfilm ill. cseppek rontják a hőátadást a gőz és a fal között csepp-kondenzáció esetén kb. egy nagyságrenddel jobb a hőátadás, mint film-kondenzációnál, ezért alkalmaznak nem-nedvesedő burkolatokat (teflon) Lamináris Kondenzáció a lemez tetején kondenzálódó gőz folyadékfilm lefelé áramlik hőátadás a gőzből a fal felé a gőz-víz határfelületen keresztül Turbulens Re=30 alatt lamináris 30<Re<1800: lamináris, hullámos Re=1800 fölött turbulens T s folyadék T T v, oo u Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 71 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 72
Kondenzáció Lamináris filmkondenzáció esetén: a kondenzáció során szabaddá váló összes hőmennyiség a filmrétegen keresztül jut el a falhoz lamináris áramláskor csak hővezetés, azaz λ q& x = ( T δ x q& = α ( T x x s s T T w w ) ) [ W / m [ W / m 2 2 ] ] λ α x = δ x [ W / m 2 K] δ x folyadék gőz Kondenzáció Lamináris filmkondenzáció esetén: a hőátadási tényező tehát a folyadékréteg gőz vastagságából határozható meg Függőleges sík fal esetén (r a párolgáshő): Feltevések: lamináris áramlás a filmben a tehetetlenségi erők << viszkozitási és nehézségi erő a film hosszirányában elhanyagoljuk a hővezetést csapadék és gőz között nem lép fel súrlódás a film felszíni hőmérséklete T sat csapadék hőtranszport-jellemzőit a film T=(T s +T w )/2 átlaghőmérsékleten vett állandóként kezeljük δ x folyadék Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 73 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 74 Kondenzáció Kondenzáció Lamináris filmkondenzáció esetén: Függőleges sík fal esetén (Nusselt): 4λνx( Ts Tw ) δ x = 4 [ m] ρgr λ α x = = δ x 4 3 λ ρgr 4νx ( T T ) s w [ W / m K] H magasságú függőleges fal ill. cső esetén: H 1 α = α xdx = H 0 = 0,943 4 H 4 3 1 4 ( T T ) s 3 λ ρgr 4ν H w 4 ( T T ) s 3 ρgrλ ν w 2 = [ W / m 2 K] δ x folyadék gőz Turbulens filmkondenzáció esetén 3 λ g 2 α = 0,003 H ( T T ) [ W / m K ] gőz s w 3 rρν folyadék Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 75 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 76
Kondenzáció Lamináris filmkondenzáció esetén: d átmérőjű vízszintes cső külső felületén: hasonló az előbbi esethez, levezetést elvégezve kapjuk: 3 r ρgλ 2 α = 0,7284 4 [ W / m K] d( Ts Tw ) ν Φ dőlésszögű ferde falra: α = α Φ függ 4 sin Φ Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 77 Kondenzáció Hőátadást befolyásoló egyéb tényezők filmkondenzációnál: nagy gőzsebességnél súrlódás a gőz és a folyadékfilm között. Függőleges fal esetén: ha a gőz fentről le áramlik, a hártya vastagsága csökken, a hőátadási tényező így nő ha a gőz lentről felfele áramlik, a hártya vastagsága nő, a hőátadási tényező így csökken érdes/oxidált felület esetén a film vastagsága nő nem-kondenzálódó gázok jelenléte esetén a hőátadás jelentősen csökken Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 78 Kondenzáció Hőátadást befolyásoló egyéb tényezők filmkondenzációnál: igen nagy a fűtőfelület elrendezésének hatása azonos anyagjellemzők esetén vízszintes csőre kétszer akkora a hőátadási tényező, mint függőlegesre többsoros kondenzátorban a csapadék a felső sorokról az alsókra folyik, ezért alul a film vastagsága nagyobb (emiatt ferde csapadékelvezető falak szükségesek) Atomerőművi kondenzátor Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 79 Kondenzáció Vízkalapács-jelenség: csőben áramló folyadék útját hirtelen elzárva (pl. szeleppel) gyors nyomás-változás következik be a szelep mögött, ami lökéshullámot indít el a csőben Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 80
Vízkalapács hatásának kísérleti vizsgálata Lökéshullám és kavitációs ütés egy gyorszáró szelep mögött Felhasznált irodalom: H.-M. Prasser, A. Böttger, J. Zschau, A. Dudlik, S. Schlüter: Gyorszáró szelep mögött kialakuló kavitáció és lökéshullámok csökkentése Pilot Plant Pipework (PPP) a Fraunhofer UMSICHT intézetben Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 81 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 82 Nyomás-, gáztartalom- és erőmérő pontok a PPP-ben P23 P01 FP 1 Testarmatur Einbau Pos. 1 Rohrbrücke (Höhe: 10m) P09 P02 P03 P06 Glasrohr GS Bypass P12 P15 Testarmatur P18 Wendepunkt Einbau Pos. 2 FP2 P03 P02 Rampe B 2 15 FP 3 GS Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 83 2*4 mesh sensor sematikus rajza az adatgyűjtő rendszerrel Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 84
Drótháló-szenzor kavitáció szemléltetéséhez Történet Drótháló-szenzor - gáz-folyadék kétfázisú áramlásban teszi lehetővé a folyadékfázis 2D detektálását, az elektromos vezetőképesség mérésének segítségével Johnson, 1987: - 2, egymást keresztező elektróda-rács - csak a vezető fázisban levő rácspontokat számolta össze - átlagos gáz / folyadék hányadot tud csak mérni adott időpillanatban Reinecke, Boddem, Petritsch, Mewes, 1996: - 3, egymást keresztező elektróda-rács (120 fok) - minden szomszédos drótpár közötti vezetőképességet mérnek - Képalkotás (~100 frame / sec) tomográfiai képalkotással További fejlesztés célja: - a drótpárok közvetlen vezetőképesség-mérésével elkerülni a tomográfiás képalkotást - Gyors képalkotás (10 000 frame / sec-ig), jobb képminőség Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 85 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 86 Excentrikus elzárószelep gyors zárása Belső csőátmérő: Csővezeték hossza: Közeg: Kezdeti sebesség: 108 mm 200 m (40 m a csőhídig) Víz 4 m/s GO! Hőmérséklet: 20 C Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 87 GO fast! Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 88
Axiális gőztartalom-eloszlás az idő függvényében Lökéshullám és kavitációs ütés Armatúra nyitva Elzáró szelep Lökéshullám Terjedési sebesség Kavitáció Áramlás megfordulása Kavitációs ütés Terjedési sebesség Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 89 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 90 Szelep állás átlagos gőztartalom A kavitációs ütés csökkentése nyomás a szelep előtt nyomás a szelep mögött Inert gáz hozzáadása Szelep zárási idő növelése Új módszerek (?) Mérési eredmények v 0 = 4 m/s esetén (csőhíddal) Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 91 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 92
Levegő hozzáadásának hatása Levegő hozzáadásának hatása Belső csőátmérő: Csővezeték hossza: 108 mm 200 m Közeg: Kezdeti sebesség: Víz 5 m/s Hőmérséklet: 20 C Levegő térfogatáram-arány változtatása Kezdeti sebesség: 5 m/s Levegő térfogatáram-arány: 2 % Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 93 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 94 Szelep zárási idő növelésének hatása Kavitációs ütés csökkentése Elzáró szelep Armatúra nyitva Visszacsapó szelep Kavitáció Áramlás megfordulása Visszacsapó szelep zár Szelep előtt Szelep után Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 95 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 96
Kavitációs ütés csökkentése Szekunder kavitációs ütés a szelep újranyitásakor Tank 1 Tank 2 p 1 p 2 v 0 Pump Shut-off Valve Check Valve Visszacsapó szelep hatása Kavitációs ütés eltűnik Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 97 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 98 Szekunder kavitációs ütés / nyomásesés a segédarmatúrán A kavitációs ütés csökkentése visszacsapó szelep nélkül visszacsapó szeleppel A visszacsapó szelep 22,25 m-rel (>10 m!) a gyorszáró szelep mögött A visszacsapó szelep átmérő-szűkítése D/D 0 = 0.75 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 99 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 100
A szelep előtti lökéshullám csökkentése ABS-armatúra 14 ABS-armatúra 10 adaptív passzív E4 E1 12 13 A E2 5 Ansicht A Drehbewegung beim Schließen 4 9 6 8 7 11 E3 8 7 4 3 1 2 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 101 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 102 Nyomásváltozás a szelep előtt / normál szelep Druck [bar] Nyomásváltozás a szelep előtt / szelep ABS-armatúrával 90 80 70 60 50 40 4 m/s 30 2 m/s 1 m/s 20 5 m/s 3 m/s 10 0 0,4 0,6 0,8 1,0 Zeit [s] Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 103 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 104
A normál szelep zárási görbéi Az ABS-armatúra zárási görbéi Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 105 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 106 Erőváltozás normál szeleppel Erőváltozás ABS-armatúrával Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 107 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 108
S end = 28 % Axiális gőztartalom-eloszlás az idő függvényében Belső csőátmérő: Kavitáció a szeleptányérnál 54 mm S end = 23 % S end = 18 % Csővezeték hossza: Közeg: Kezdeti sebesség: 200 m (szelep hátrahajtva) Víz 2 m/s Hőmérséklet: 20 C S end = 12 % S end = 9 % GO! GO! S end = 5 % GO slow! S end = 0 % Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 109 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 110 Kavitáció szelepekben és szivattyúkban Felhasznált irodalom: Dr. Pandula Zoltán - Dr. Halász Gábor Dr. Bálint Lajos: Szabályozószelep kavitációs vizsgálata; V. Nukleáris Technikai Szimpózium, Paks, 2006 Dr. Aszódi Attila, Tóth Sándor: Gőzfejlesztő tápvízszabályozó szelep CFD analízise; V. Nukleáris Technikai Szimpózium, Paks, 2006 Kavitáció Nyomás - telített gőznyomás Buborékkiválás Buborékok összeroppanása Rezgések, erózió Kezdődő kifejlett szuperkavitáció Hajócsavar, szivattyú járókerék elfogyás 90 p g [bar] 80 70 60 50 40 30 20 GF szintszabályozó 10 0 50 100 150 200 250 t [ C] 300 0 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 111 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 112
Fojtóelem átáramlás szűk keresztmetszeten Dinamikus nyomás megnő Statikus nyomás lecsökken Minimális statikus nyomás, kavitáció lehetősége Szelep működése Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 113 Előzmények Áttekintés CFD modell ismertetése Turbulenciamodell-választás Differencia-séma választás Háló, Hálófüggetlenség vizsgálat Eredmények Eróziós nyomok Kavitál? GF szintszabályozó szelep Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 114 Előzmények Eltérések a gőzfejlesztő tápvízszabályozó szelepeinél: kavitációs erózió?! CFD vizsgálatok és mérések 2005-ben: az elváltozások jellege kavitációs erózióra utalt CFD számítások kavitáció kialakulásához közeli állapotot mutattak a kétfázisú számítások által jósolt megjelenési helye a kavitációnak közel esik az erózió megjelenési helyéhez a mérések kavitáció kialakulását valószínűsítették Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 115 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 116
A vizsgált esetek A CFD modell Hogyan befolyásolja a 8%-os teljesítménynövelés a kialakuló állapotot? Vizsgálat a próbaüzem során mért ( A eset) és az előzetes tervekben szereplő ( B eset) tápvízrendszeri paraméterekre 108% Próbaüzem Terv f [%] 76 64 54 52 49 43 39 (?) 40 100% A [m 2 ] 0.0079 0.0064 0.0051 0.0048 0.0044 0.0036 0.0031 0.0032 m [t/h] 479 475 465 471 487 467 495 428 m [kg/s] 133.1 131.9 129.2 130.8 135.3 129.7 137.5 118.9 v [m/s] (α =0.6) 33.5 41.4 50.8 54.2 60.9 71.2 87.6 72.3 ρ [kg/m [ ] 838 836.7 838 839.4 840.7 836.7 844.2 845.4 p din [bar] 4.7 7.2 10.8 12.3 15.6 21.2 32.4 22.1 T [ C] 224 225 224 223 222 225 224.6 219 P te l [bar] 25 25.5 25 24.6 24.1 25.5 25.3 22.8 p u [bar] 48.4 47.9 47.7 48.7 48.2 48.6 47 47.7 p tar [bar] 18.7 15.2 11.9 11.8 8.5 1.9-2.8 OUTLET p ki,a =48,6 bar p ki,b =47 bar (average static pressure) WALL adiabatikus csúszásmentes (no slip) INLET m A =467 t/h m B =495 t/h Tu=5% µ t /µ=10 f A =40% f B =43% Legkisebb nyomástartalék a próbaüzem során az analitikus számítás szerint Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 117 legszűkebb keresztmetszet Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 118 Turbulenciamodell-választás Diszkretizáció Re 6 10 6, tehát az áramlás erősen turbulens a DNS, LES ilyen nagy Reynolds-szám és bonyolult geometria mellett nem alkalmazható célszerű lett volna a turbulencia anizotróp jellege miatt Reynoldsfeszültséges modelleket (pl.:ssg Reynolds Stress) alkalmazni, de komoly konvergencia problémákat tapasztaltunk, így más utat választottunk maradtak a kétegyenletes örvényviszkozitás modellek (SST, k-ε, RNG k-ε, k-ω) Az SST rendelkezik a k-ε, k-ω előnyös tulajdonságaival, így ezt választottuk az SST modell: [bar] p [ [bar] p [ High-resolution Upwind a térbeli diszkretizációhoz High-resolution, illetve Upwind sémát használtunk a High-resolution séma esetén a minimális abszolút nyomás az iteráció során erősen oszcillált és fizikailag nem valós értékeket is felvett, így az Upwind mellett döntöttünk 1 s hosszú tranziens számításokat végeztünk, amelyek kezdetiértékét stacionárius számítás szolgáltatta az időbeli diszkretizáláshoz Second Order Backward Euler sémát használtunk Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 119 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 120
A hálók probléma: rendkívül bonyolult geometria strukturálatlan tetraéderes háló kavitáció várható kialakulásai helyén (betételem körül, átömlőablakoknál) nagyobb felbontás 10 rétegből álló határréteg háló a falakon (y + ave 75; y + max=297; fg. követelmény y + <200-300) A megoldás hálófüggetlenségének ellenőrzése stacioner számítások a hálófüggetlenség ellenőrzésére a megoldás hálófüggetlenségét a minimális nyomás és a szelep nyomásesésének segítségével ellenőriztük, mivel számításaink szempontjából ezek a fontosak H1 H2 H3 p [bar] p [bar] p [bar] ~2 150 000 cella (H1 háló) ~ 5 040 000 cella (H2 háló) ~7 580 000 cella (H3 háló) Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 121 Háló H1 H2 H3 Szelep nyomásesése (Dp) [bar] 17,8 18,1 18,2 18,2 18,5 M inimális nyomás (pm) [bar] 24 24,2 19,5 21,4 19,1 21,5 a H2 és a H3 hálón számított jellemzők jól egyeznek, így a H2 háló felbontását elfogadtuk Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 122 A megoldás hálófüggetlenségének ellenőrzése Áramvonalak I. 45 40 35 nyomásesés minimális nyomás A eset p [bar] 30 25 intenzív örvénylés zavartalan áramlás 20 15 10 H0 H1 H2 H3 0.5 2.5 4.5 6.5 8.5 Cellaszám (10 6 ) B eset Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 123 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 124
Áramvonalak II. II. sík Abszolút nyomáseloszlás A eset áramlási irány v max =68,1 m/s I. sík erős sebességnövekedés az ablakoknál intenzív örvénylés A eset p be számított =66,7 bar p be mért = 68 bar B eset v max =78,9 m/s B eset p be számított =70,6 bar Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 125 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 126 A nyomásminimum kialakulásának helye A nyomásminimum változása a számítás során A eset B eset p tel =25,5 bar p tel =25,3 bar p [bar] p [bar] A eset B eset p min =20,3 bar p min =13,1 bar p tel =25,5 bar p tel =25,3 bar p min <p tel, tehát a számítások szerint mindkét esetben kialakul kavitáció a nyomásveszteség az iteráció során közel állandó értékre állt be a minimális nyomás minkét esetben egy szűk tartományban ingadozott Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 127 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 128
Próba DES számítás az A esetben végzett tranziens számítás eredményét kiinduló állapotként felhasználva DES szimulációt végeztünk Próba DES számítás p tel =25,5 bar 129 erős ingadozás a nyomásminimum értékében csak bizonyos időintervallumokban csökken a nyomásminimum a telítési nyomás alá a szelep nyomásesése az iteráció során egy sávban ingadozik vajon az alkalmazott felbontás megfelelő a DES számításhoz??? Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 130 CFD-modell kétfázisú áramlás számítására A gőzképződés helye OUTLET p ki =47 bar (average static pressure) homogén kétfázisú modell SST turbulencia modell Rayleigh-Plesset modell a kavitáció számítására INLET m be =495 t/h Tu=5% µ t /µ=10 x víz=1 x vízgőz =0 a gőzfázis megjelenésének helye Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 131 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 132
Összefoglalás mind az A, mind a B esetre végzett számítások kavitáció kialakulásának a lehetőségét valószínűsítik az A esetben a nyomásveszteség kisebbnek, a minimális nyomás nagyobbnak adódott, tehát a szelep üzemi állapota valamivel kedvezőbb,mint ahogy azt az előzetes tervekben feltételezték az A esetben számított nyomásveszteség és a szelep belépő nyomása jól egyezik a blokkon mérttel a nyomásesés esetén az eltérés a mért és a számított érték között körülbelül 6% a kavitáció fő kiváltó oka, hogy a szelep a szükséges tápvíztömegáram biztosítása érdekében erősen zárt állapotban üzemel a helyzet javítható lenne előtét szelep beépítésével vagy a tápszivattyúk fordulatszámának csökkentésével Összefoglalás A kavitáció elkerülésére erőművekben különösen ügyelni kell (több helyen telítési állapothoz közeli közegek. Külön tudomány (külön kurzus a Gépészkaron). Kavitáció gyanúja esetén hívjunk szakembert! De tényleg! Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 133 Termohidraulika Dr. Aszódi Attila, BME NTI 134